電磁脹環實驗技術研究進展

馬慧娟，崔旭華，孫倩，胡志力，黃亮，張茂，李建軍

（1.武漢理工大學 汽車工程學院 a.現代汽車零部件技術湖北省重點實驗室；b.汽車零部件技術湖北省協同創新中心；c.湖北省新能源與智能網聯車工程技術研究中心，武漢 430070；2.華中科技大學 材料科學與工程學院 材料成形與模具技術國家重點實驗室，武漢 430074）

基于輕量化和安全性的要求，航空航天及汽車用材料在高應變速率下的響應特性一直都是科研人員的研究重點[1—2]。很多軍事裝備用材料的服役環境也涉及高應變速率加載，如子彈的貫穿能力與子彈殼體用鋼的動態壓縮、拉伸性能密切相關[3]。分離式Hopkinson 拉桿裝置一直被用來研究材料高應變速率下的力學行為[4—5]，但其測量應變和載荷的過程較為復雜。當應變速率超過3000 s-1時，測試用拉桿易斷裂，且當前國際上尚無統一的測試標準，試驗的復現性較差，這些缺點限制了其應用范圍。電磁脹環實驗是運用電磁力驅動環件發生徑向膨脹運動，由于其對稱性，環件產生的感應電流在周向上分布均勻，從而使工件在周向上均勻受力，因此，可以將電磁脹環過程看作電磁力作用下的高應變速率一維單軸拉伸運動。電磁脹環實驗的最大脹環速度超過300 m/s，應變速率可以達到104s-1以上，可測試高應變速率條件下材料的動態響應行為，同時電磁脹環實驗具有良好的可重復性，因此逐漸受到研究人員的關注[6—11]。

1965 年，Niordson[12]首先提出電磁脹環加載裝置，并利用實驗裝置成功完成銅和鋁的脹環實驗，開創了運用電磁脹環實驗來研究高應變速率下材料碎裂特征的先河。1972 年，Walling 和Forrestal[13]對電磁脹環實驗進行改進，運用應變片來測量應變，得到了6061-T6 鋁合金應變隨時間變化的曲線，從而證明了電磁脹環技術可以有效測試材料的動態力學行為。1983 年，Grady 和Benson[14]進一步充分地運用了電磁脹環實驗來研究1100 鋁合金和高導無氧銅的韌性性能和斷裂行為，將脹環應變速率從103s-1增加到104s-1，并使用條紋相機技術獲得了環件的定量位移時間記錄。1987—1989 年，Gourdin 等[15]進一步完善了電磁脹環實驗，利用速度干涉儀（Velocity interferometer system for any reflector，VISAR）測量脹環速度，使測量結果更加準確，同時也為電磁脹環實驗的發展奠定了基礎。2010 年，Daehn 教授課題組[16]改進了實驗裝置，通過光子多普勒測速儀（Photonic doppler velocimetry，PDV）采集環件速度隨時間變化的規律，為脹環速度測量提供了一種新方法。國內關于電磁脹環實驗的研究起步較晚，2004 年，李春峰教授課題組[17]利用有限元法分析了管件電磁脹形時磁場特性和磁壓力分布；2006 年，桂毓林等[18]改進了電磁脹環實驗裝置的開關并進行了無氧銅的電磁脹環實驗。2011 年起，國內諸多研究者運用電磁脹環實驗測試了鋁合金、銅合金、鈦合金等輕質高強合金的動態力學性能及其斷裂碎裂特性[19—22]。基于此，文中主要綜述了電磁脹環實驗技術在材料動態力學性能、動態碎裂統計分布和高溫絕熱性能等方面的應用，并介紹了電磁脹環實驗在計算機模擬及實驗裝置設計方面的相關內容，為從事電磁脹環實驗技術研究的科研人員在測試材料高應變速率下的響應特性、探索材料動態碎裂機制、評估材料高溫絕熱性能及建立精確實驗模型等方面的深入探究提供指導。

1 動態力學性能研究

航空航天及車載裝備在服役期內會遭遇一些沖擊問題，如飛機的正常著陸與汽車的意外碰撞，而沖擊問題又與材料的動態力學性能密切相關，因而研究材料的動態力學性能十分必要[23—27]。電磁脹環實驗具有變形時間短、應變速率高的特點，環件在膨脹過程中的受力行為可看作是均勻的單軸拉應力狀態，是研究材料高應變速率下動態力學性能較為理想的實驗技術。

Gourdin 等[28]對銅進行了電磁脹環實驗，結果顯示4 kV 電壓下，環件的最大膨脹速度為185 m/s，環件膨脹后的最小晶粒尺寸達到10 μm。Janiszewski等[29]對Cu-ETP、7075 鋁合金、槍管鋼和鎢合金4 種材料在不同脹環速度下均勻應變（即環件均勻變形部分橫截面積的變化程度）、斷裂應變（即環件發生斷裂后各個碎片長度累加后的環件周長相對于原始環件周長的變化程度）進行了研究，除7075 鋁合金外，其他3 種材料的均勻應變和斷裂應變均隨著脹環速度的增加而增加，同時Cu-ETP 和槍管鋼的電磁脹環均勻應變大于二者的準靜態拉伸應變，延性有所增加，均勻應變的實驗結果如圖1 所示；另一方面，Cu-ETP 和槍管鋼的硬度相比于準靜態拉伸均有所增加，作者認為這是材料的本構關系變化導致的結果。Altynova 等[30]在Gourdin 實驗研究的基礎上證實了電磁脹環條件下OFHC 銅和6061 鋁合金塑性的提升。脹環速度為300 m/s 時，材料的斷裂應變可達準靜態時的2 倍，并將其解釋為慣性效應的影響。

圖1 脹環速度對環件均勻應變的影響[29]Fig.1 The influence of expansion velocity on uniform strain for the tested materials

Huang 等[31]對5083 鋁合金進行了電磁脹環實驗并發現隨著實驗電壓的升高，5083 鋁合金環件半徑不斷增大，如圖2 所示，其應變及應變速率亦在不斷上升。在9 kV 時的最大應變比準靜態拉伸應變提高了53%，維氏硬度比未脹環前提高了46%。9 kV 下的鋁合金環中小尺寸晶粒有所增加，其電子背散射衍射（Electron backscatter diffraction，EBSD）形貌如圖3所示，從細晶強化的角度來看，這可能是其硬度增加的原因。同時，該團隊還對放電電流與鋁合金電磁脹環成形性能之間的關系進行了研究分析[32]，結果顯示，放電電流與最大應變之間沒有明顯的對應關系；而最大應變值與最大應變速率之間則有明顯的正相關特性。在實驗過程中還發現，成形線圈的結構也會對電磁脹環的結果產生一定影響，但是影響機理尚不明確。

圖2 初始環件與不同放電電壓下電磁脹環的環件[31]Fig.2 The initial ring and the rings of electromagnetic ring expansion at different discharge voltages

圖3 A5083 樣品中晶粒尺寸分布的EBSD 圖像[31]Fig.3 EBSD image of grain size distribution for A5083 samples

Ma 等[33]對于鋁合金材料強硬度及斷裂韌性性能進一步研究發現，5052-O 鋁合金在脹環速度為90 m/s時，均勻應變高于準靜態應變，而6061-T4 鋁合金的脹環均勻應變則要比準靜態的低。2 種材料電磁脹環后的維氏硬度也發生了變化，應變速率為3300 s-1時，5052-O 鋁合金的維氏硬度比原硬度提高了40.35%；應變速率為2150 s-1時，6061-T4 鋁合金的維氏硬度比原硬度提高了55%。同時觀察了5052-O 鋁合金經歷電磁脹環實驗后斷口的掃描電子顯微鏡（SEM）形貌，如圖4 所示，可以看出，在電磁脹環條件下，隨著應變速率的增大，韌窩組織變得更大且更深，并出現大韌窩嵌套小韌窩的特征，這表明電磁脹環成形可以顯著提升5052-O 鋁合金的韌性及成形性能。

圖4 不同脹環速度下5052-O 鋁合金試樣SEM 斷口形貌[33]Fig.4 The SEM fracture micrographs of 5052-O aluminum alloy samples with different ring expansion speeds

為了對比研究不同溫度下的材料動態力學性能，分別在室溫和液氮的條件下進行5083 鋁合金電磁脹環實驗[34]，實驗表明，室溫下材料的斷裂應變更高，液氮下5083 鋁合金的微觀結構與準靜態變形下的類似，而室溫下鋁合金的位錯出現明顯的交滑移現象。

另一方面，為了觀察環件尺寸對脹環試驗結果的影響，對不同截面高寬比α的銅環進行了脹環實驗，發現隨著高寬比的增加，銅環的均勻應變也在增加，如圖5 所示[35]。在6061-O 鋁合金的脹環實驗中也有類似的現象，如圖6 所示，其中6061-O 鋁合金α=10的均勻應變是α=2 環件的3 倍。Zhang 等認為這是應變局域化、環件慣性和環件形狀等因素共同作用的結果。

圖5 高寬比為2（左圖）和高寬比為6（右圖）的銅環對比[35]Fig.5 Composite image of expansion of Cu 101 ring with aspect ratio α=2 (left image) and α=6 (right image)

圖6 銅和6061-O 鋁合金均勻應變與脹環速度的關系[35]Fig.6 Relationship between uniform strain and ring expansion velocity of copper and Al6061-O

將電磁脹環實驗的應用范圍從輕質金屬及合金拓展到金屬基復合材料（Metal matrix composites，MMC），Joyce 等[36]利用電磁脹環實驗研究了鋁青銅和鋁青銅MMC（鋁青銅與碳化鎢WC 顆粒的復合材料）的相關性能。鋁青銅在實驗時的最大應變速率可達5000 s-1，而鋁青銅MMC 則在應變速率達到550 s-1時發生了斷裂，如圖7 所示。計算得到鋁青銅MMC 的最大拉應力為650 MPa，這項研究驗證了電磁脹環實驗測試金屬基復合材料動態力學性能的可行性。

圖7 鋁青銅和鋁青銅MMC 的應變速率與應變值的關系[36]Fig.7 Relationship between strain rate and strain for both aluminum bronze alloy and MMC rings

在材料高應變速率本構關系的建立方面，嚴思梁[37]采用電磁脹環實驗來優化鋁合金高速變形本構模型，定量表征脈沖電流引起的電致塑性應力下降比率ξ，ξ=Δσp/σHSR，其中Δσp為電致塑性應力下降幅值，ΔσHSR為高速變形流動應力值，如圖8 所示，圖8a—c 中的黑色和紅色實線分別代表考慮和不考慮電致塑性效應的應力-應變曲線，藍色虛線代表電致塑性應力下降率。圖8d 為不同電壓下電致塑性能量密度隨時間的變化規律。

圖8 不同放電電壓下模型預測的5A06 鋁合金環件電磁膨脹過程的應力響應、電致塑性應力下降比率和電塑性能量密度的變化規律[37]Fig.8 The variation pattern of stress strain response,ratio of electroplasticity-induced stress drop and electroplastic energy density of 5A06 aluminum alloy rings during electromagnetic expansion predicted by the model under different discharge voltages

2 動態碎裂統計分布研究

炮彈在爆炸后會產生大量碎片，合適的碎片大小可以對周圍敵人造成二次傷害。若可以設計炮彈爆炸后的碎片尺寸，則可增大炮彈的殺傷力，因此研究材料在沖擊載荷下的碎裂問題十分必要[38]。大多數沖擊或爆炸實驗研究中存在多軸的應力狀態，導致對于實驗結果的解釋異常復雜。電磁脹環實驗中材料的斷裂可看作是一維拉應力狀態下的高速斷裂，因此電磁脹環實驗可以用于材料動態碎裂的相關研究[39—40]。

通過對1100 鋁合金和高導無氧銅進行電磁脹環實驗，發現2 種材料環件斷裂后的碎片數量與應變速率相關，環件應變速率越大，碎片的數量就越多[14]。此外，Grady 等[41]還對Mott 提出的基于統計的碎片理論及其與Kipp 提出的基于能量的碎片理論分別進行了概述，并根據鈾鈮合金U-Nb 電磁脹環的實驗結果對2 種理論進行了驗證。結果顯示2 種理論的預測結果與實驗結果的一致性較高，如圖9 所示（其中N=0.926v0.60曲線為實驗數據擬合曲線，N=0.65v2/3曲線為Grady 模型預測曲線）。

圖9 脹環速度與碎片數量的關系[41]Fig.9 Relationship between the velocity of expansion ring and the number of fragments

將5 種不同材料屬性（斷裂能和抗拉強度不同）陶瓷環的碎片平均尺寸和應變速率的電磁脹環數值模擬結果進行歸一化處理，把所有結果總結為一個經驗公式，并與Grady 的模型和Glenn and Chudnovsky（GC）的模型進行了比較[42]，如圖10 所示。結果顯示，在準靜態區域中，計算出的碎片平均尺寸大約是GC 模型估計值的2 倍，這是由于只有部分存儲的應變能被用于產生新裂紋（相當一部分被轉化為動能）；在高應變速率區域，計算出的碎片平均尺寸小于Grady 模型估計值，這是由于環件通過斷裂過程，從環的整體運動中吸收了更多的動能，并將其用于產生新的碎裂。Zhou 等[42]的經驗公式為：

圖10 電磁脹環平均碎片尺寸與應變速率的關系[42]Fig.10 Relationship between average fragment size and strain rate

Grady 的模型和GC 的模型中計算碎片平均尺寸的公式分別為：

Zhang 等[43—44]對6061-O 鋁合金進行了多組電磁脹環實驗，并利用高速攝像機拍下了脹環斷裂的全過程，圖11 為7 kV 時6061-O 鋁合金的脹環過程合成結果。結果表明，隨著脹環速度的增加，環件的頸縮數量也在增加，而各個頸縮之間的距離則近似遵循Weibull 分布；頸縮處的應變服從Consideré 準則且不隨應變速率的變化而變化。同時，還觀察到6061-O鋁合金在電磁脹環期間的均勻應變與準靜態應變的差異并不大，這與Janiszewski 等研究Cu-ETP 發現的電磁脹環均勻應變大于準靜態應變的結論有所不同。

圖11 Al 6061-O 的脹環碎裂過程合成結果[43]Fig.11 Composite image of the ring expansion fragmentation process for Al 6061-O

Zhang 等[45]也綜述了韌性材料的碎裂問題，其中Mott 模型中碎片的最大長度為：

式中：σY為流動應力；Δε為斷裂應變的標準差；ρ為材料密度；為應變速率。

Grady 模型中碎片的最大長度為：

式中：Gc為材料單位裂紋面積耗散的斷裂能。

將一些研究的實驗結果與Mott 模型和Grady 模型進行了對比，發現在考慮應變局域化和裂紋的發展時，對Mott 模型進行適當修改[45]，如式（6）所示。修改后的模型與韌性材料的斷裂結果較為一致，如圖12 所示（其中陰影部分為Cu 和Al 的數值模擬結果，紅色虛線為修改后的Mott 模型，紅色實線為Rayleigh分布），而Grady 模型則更適用于脆性材料。

圖12 Mott 模型的碎片尺寸分布[45]Fig.12 Distribution of fragment size in the Mott model

式中：r0為環件初始半徑；εcr為環件臨界應變；v為脹環速度。

在探究試樣環尺寸對金屬電磁脹環實驗后頸縮和斷裂特征的影響時，Tamhane 等[46]對不同高度的6061-T4 鋁合金和純銅環的實驗表明，高度為8 mm及16 mm 環件的斷口形狀與4 mm 以下環件斷口形狀存在明顯的差異。高度為4 mm 以下環件的斷口方向與圓環切向方向垂直，而8 mm 及16 mm 環件的斷口方向與切向方向總是呈一個特定角度（約為54°）。這個角度與2 種材料板材的單軸拉伸實驗時的斷裂角度相近。李忠等[47]研究發現，3A21 鋁合金環件在同一電壓下的斷裂應變和最大均勻應變均隨環件高度的增加而增加；同時高度在8 mm 以上的斷口形狀與6061-T4 鋁合金的情況一致，斷口方向與圓環切向方向的角度約為54°。由此可見，環件高度對不同材料在電磁脹環條件下斷裂特征的影響較大。Ma 等[33]研究發現5052-O 和6061-T4 兩種鋁合金的碎片數量和頸縮數量均隨著最大脹環速度的增加而增加，如圖13 所示。其中環件的頸縮數量比斷裂數量多，這是由于當環件出現部分斷裂后，環件中的大部分應變能轉化為碎片的動能，使其余頸縮無法繼續發展為斷裂。

圖13 脹環速度對5052-O 和6061-T4 鋁合金碎片和頸縮數量的影響[33]Fig.13 Influence of expansion velocity on the number of fragments and necks for Al 5052-O and 6061-T4

3 高溫絕熱性能研究

電磁脹環實驗在線圈通電過程中，會在環件中產生感應電流，由焦耳定律可知，感應電流會使環件溫度上升。雖然電磁脹環實驗通電時間較短，但環件中的感應電流較大，故焦耳熱對材料性能的影響不可忽略[48—49]。部分學者也在利用電磁脹環實驗研究材料在絕熱條件下的高溫性能。

通過電磁脹環實驗測得11000 銅、6061-T6 鋁合金和7075-T6 鋁合金3 種材料的應力-應變曲線，并與準靜態應變硬化模型和Johnson-Cook 模型的計算結果進行對比，如圖14 所示（圖例從上到下依次為實驗結果、與溫度無關的準靜態本構模型、與溫度有關的準靜態本構模型、與溫度無關的Johnson-Cook模型、與溫度有關的Johnson-Cook 模型）。在上述2種模型均考慮溫度對材料性能影響的情況下，6061-T6 鋁合金的最大應力值與模型預測值較為接近，而紫銅和7075-T6 鋁合金的電磁脹環實驗最大應力值均大于模型的預測值。這表明材料在絕熱條件下的性能與高溫等溫下的性能有所不同[50]。

圖14 3 種材料電磁脹環測得應力-應變曲線與準靜態應變硬化模型、Johnson-Cook 模型的計算結果對比[50]Fig.14 The comparison for stress-strain relationship of electromagnetic ring expansion experimental data,quasi-static strain hardening model and Johnson-Cook model of Cu 11000,AA 6061-T6 and AA 7075-T6

Landen 等[51]研究了銅在高應變速率（3000～5000 s-1）絕熱條件下的力學性能，發現其材料抗拉強度遠高于準靜態條件；同時，隨著放電電壓的增大，環件的熱效應愈發明顯。Landen 等[52]還對Cu-ETP進行了帶預熱的電磁脹環實驗，實驗步驟如下：先在線圈中通入較小的交變電流，使環件中感應出較小的電流從而對環件進行預熱，之后對線圈通大電流進行脹環實驗。實驗中環件的預熱溫度如圖15a 所示（其中Sim 表示模型預測的曲線），預熱1 環件的預熱溫升為80 ℃，預熱2 環件的預熱溫升為200 ℃，而之后的電磁脹環實驗使兩者的峰值溫度分別達到了250 ℃和400 ℃。實驗表明采用預熱方式2 的環件環向應力比 4 kV 未預熱環件的環向應力下降了30%，如圖15b 所示，考慮到二者在脹環過程中的應變速率變化曲線較為接近，但是脹環結束時預熱方式2 環件的峰值溫度高于與4 kV 未預熱環件的峰值溫度，故造成兩者之間的應力差異主要原因是溫度不同。

圖15 環件的溫度變化曲線和應力-應變曲線[52]Fig.15 The curves of temperature change and stress-strain for ring parts

4 實驗模擬及實驗裝置設計的發展

鑒于電磁脹環實驗時間較短，通常為百微秒級，并涉及電磁場、結構場、溫度場多場耦合問題[53—55]，因此有必要建立合適的電磁脹環模型，通過計算機模擬運算電磁脹環過程，分析環件受力及運動狀態。此外，電磁脹環技術發展近50 多年以來，實驗及測量裝置有所改進，如圖16 所示為一種電磁脹環實驗裝置，但應變、環件在脹環中的溫度等一些關鍵變量仍無法準確測量，只能通過間接計算獲得，這會在一定程度上影響研究人員對實驗結果的分析判斷。部分學者對電磁脹環實驗模擬和實驗裝置進行了探索。

圖16 電磁脹環實驗裝置[29]Fig.16 View of the arrangement for electromagnetic ring expansion

李風等[56]對電磁脹環的電磁場進行了數值模擬研究，分析了自由脹環時的電磁壓力分布，發現電磁壓力在徑向的分布是不均勻的，在圓環中部最大，端部最小；軸向電磁壓力則是端部最大，中間為0。牛垣絎[57]利用COMSOL Multiphysics 多物理場建模與仿真軟件建立了電磁脹環2D 軸對稱有限元模型，仿真模型中的環件感應電流結果與實驗實測結果較為接近。桂毓林等[18]改進了電磁脹環裝置中的快速放電和短路開關，將雷管開關替換為短時間導通的三電極開關。在不放置環件的情況下，從振蕩波形和截止波形比較來看，三電極開關控制較為精確，如圖17 所示。桂毓林等[58]利用改進后的電磁脹環裝置對工業純鋁、M 態無氧銅和G50 鋼環的本構行為、動態碎裂及斷裂特征進行了研究，發現了韌性材料和脆性材料動態斷裂、碎裂行為的區別，并分析了其影響機制。

圖17 振蕩波形和截止波形比較[18]Fig.17 The comparison between oscillating waveform and cut-off waveform

朱樹峰[59]對成形線圈的結構參數進行了一定的研究。在放電回路系統電感不變的情況下，與圓形螺線管線圈相比，矩形螺線管線圈在脹形時自身的電阻較小，在放電時產生的感應磁場強度大，施加在工件表面的電磁力也更大。雖然其研究的是管件的電磁成形設備，但成形原理與電磁脹環相同，故有一定的借鑒意義。

電磁脹環實驗的實驗對象一般都是鋁、銅等高電導率的金屬及其合金，低電導率金屬由于本身的導電率低，若直接進行電磁脹環實驗，產生的感應電流較小，環件與線圈之間的洛倫茲力無法達到脹環的目的。Gourdin 等[15]提出了一種復合環的方法，將高電導率的金屬環作為驅動器，推動低電導率金屬環向外擴張，如圖18 所示。由于2 種金屬的電導率存在差異，使大部分的感應電流在高電導率的內環流動，外圈低電導率金屬中的焦耳熱影響可以忽略。應用這種方法可擴展電磁脹環的實驗對象并降低高速率脹環過程中溫度的影響。

圖18 用高導電性環件間接膨脹低導電性環件的復合環結構[15]Fig.18 The compound structure of low conductivity ring expanded with high conductivity ring

Zhang 等[60]在銅環和鋁環的表面增加了聚脲涂層，研究涂層對電磁脹環的影響，環件斷裂過程如圖19 所示。分析實驗結果發現，涂層影響了環件沿長度方向卸載波的傳播，但對環件局部頸縮的形成并沒有造成影響，不會改變材料的變形機制。

圖19 聚脲涂層環件脹環過程[60]Fig.19 The expanding process of polyurea-coated rings

筆者[61]在電磁脹環實驗中采用高速攝像機采集環件的運動圖像，通過使用同步觸發裝置使電磁脹環能量設備的控制信號可同步控制高速攝像機，從而及時捕捉環件運動圖像，實驗整體工裝如圖20 所示。圖21 為高速攝像機拍攝到的放電電壓為6.5 kV 條件下5052-O 鋁合金電磁脹環變形和失效的全過程，結合電磁學和塑性動力學分析，可獲得材料在電磁脹環過程中的環件徑向位移、速度以及流動應力、應變、應變速率等參量隨時間變化的規律，同時還研究了電磁成形與相同高應變速率Hopkinson 拉桿條件下，應力-應變關系的不同之處并分析了原因。

圖20 電磁脹環實驗整體工裝[61]Fig.20 The experimental setup for electromagnetic ring expansion experiment

圖21 5052-O 鋁合金環件膨脹過程[33]Fig.21 Sequence of images showing the expansion of an Al 5052-O ring specimen

5 結論與展望

從材料動態力學性能測試、動態碎裂統計分布、高溫絕熱性能及實驗的設計和模擬4 個方面，對電磁脹環實驗技術的研究成果進行了綜述，總結如下。

1）電磁脹環實驗可實現應變速率達到104s-1以上，基于此可利用電磁脹環實驗開展材料在高應變速率下的動態力學性能研究，獲得材料在高應變速率下的應力-應變并分析其本構關系。

2）電磁脹環過程中材料處于一維單軸拉伸的狀態，是理想的碎裂統計實驗方法，Mott，Grady，Zhang等研究者均提出了碎裂統計模型，統計材料脹環碎裂后的碎片大小、質量及數量分布等，從而更好地分析材料的動態碎裂性能。

3）Landen 等將學者們在電磁脹環研究中容易忽略的感應電流加熱問題作為研究重點，發現材料在高溫絕熱下的性能與高溫等溫測試時有所不同，為電磁脹環研究開辟了一個新的研究方向。

展望電磁脹環實驗技術的發展，筆者認為以下幾個方向有待于進一步研究討論。

1）建立更加精確的材料本構模型。對電磁脹環高速率變形條件下材料的動力學行為及其微觀作用機理有待進一步深入研究，從而建立更為精確的本構模型。

2）構建機理型動態碎裂統計模型。前人碎裂模型建立在應變、應變速率等宏觀可測量和統計學分析之上，后續研究可進一步耦合材料微觀變形機制，建立更加準確的機理型動態碎裂統計模型，有助于更好地表征材料碎裂特性。